■董學(xué)綢

（福建省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)院，福州 350004）

福州長(zhǎng)門特大橋主橋抗風(fēng)性能研究

■董學(xué)綢

（福建省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)院，福州 350004）

福州長(zhǎng)門特大橋位于閩江入?？谔?，主橋?yàn)橹骺?50m的雙塔雙索面斜拉橋，是國(guó)內(nèi)首次采用塔梁固結(jié)體系的混合梁斜拉橋。橋位處風(fēng)速較大，地處東南沿海臺(tái)風(fēng)頻襲地區(qū)，曾多次受到強(qiáng)臺(tái)風(fēng)的正面襲擊，大橋的抗風(fēng)性能是控制設(shè)計(jì)的關(guān)鍵因素。通過(guò)對(duì)結(jié)構(gòu)的靜風(fēng)作用分析和常規(guī)比例節(jié)段模型的風(fēng)洞試驗(yàn)，對(duì)主橋的抗風(fēng)性能進(jìn)行了研究，可供類似橋梁設(shè)計(jì)參考。

混合梁 斜拉橋 塔梁固結(jié) 風(fēng)洞試驗(yàn) 抗風(fēng)設(shè)計(jì)

1 工程概況

長(zhǎng)門特大橋是福州繞城高速公路東南段的控制性工程，大橋位于閩江下游，瀕臨入?？谔?，在福州市連江縣長(zhǎng)門村和瑯岐島之間跨越閩江。主要技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)為：雙向六車道，橋面全寬38.5m，設(shè)計(jì)速度100km/h，設(shè)計(jì)荷載公路－I級(jí)，設(shè)計(jì)基本風(fēng)速39.7m/s，地震基本烈度Ⅵ度，地震動(dòng)峰值加速度0.05g。主橋采用主跨550m的雙塔雙索面斜拉橋（橋型布置如圖1所示），是國(guó)內(nèi)首次采用塔梁固結(jié)體系的混合梁斜拉橋。充分考慮主梁邊中跨比（0.26）較小和橋址區(qū)風(fēng)速較大等，中跨采用全封閉扁平流線型鋼箱梁（標(biāo)準(zhǔn)斷面如圖2所示），邊跨采用混凝土箱梁，為單箱四室箱梁（標(biāo)準(zhǔn)斷面如圖3所示），以克服輔助墩、過(guò)渡墩、橋臺(tái)處支座的負(fù)反力，提高結(jié)構(gòu)抗風(fēng)性能和整體剛度,鋼混結(jié)合段位于主塔中跨側(cè)24m。主梁全寬38.5m，主梁中心線處高度3.2m，至索塔區(qū)縮窄為35.5m。主塔采用花瓶型混凝土結(jié)構(gòu)，橋面以上塔高126m，高跨比為0.23。

圖1 橋型布置圖（單位：m）

圖2 鋼箱梁標(biāo)準(zhǔn)斷面圖（單位：m）

圖3 混凝土梁標(biāo)準(zhǔn)斷面圖（單位：m）

2 橋位處風(fēng)速

根據(jù)國(guó)家海洋局閩東海洋環(huán)境監(jiān)測(cè)中心站提供的《長(zhǎng)門特大橋橋位氣象觀測(cè)及風(fēng)參數(shù)研究專題技術(shù)報(bào)告》[1]：橋址區(qū)地表類別為A～B類之間，平均風(fēng)剖面冪函數(shù)指數(shù)α取0.15，橋址處基本風(fēng)速Vs10=39.7m/s。取主跨跨中橋面設(shè)計(jì)標(biāo)高+69.563m作為主梁基準(zhǔn)高度，平均水位+0.865m。橋面高度處成橋運(yùn)營(yíng)狀態(tài)設(shè)計(jì)基準(zhǔn)風(fēng)速：

3 結(jié)構(gòu)靜風(fēng)作用分析

雙塔雙索面斜拉橋往往采用半飄浮體系，使主梁在體系環(huán)境溫度、行車等影響下能自由伸縮，同時(shí)緩解索塔的地震力。當(dāng)橋址處抗震設(shè)防烈度較小，在主跨跨徑超過(guò)500m以后，尤其是在海灣或入?？诘貐^(qū)，風(fēng)荷載將逐漸成為控制性荷載。初步分析表明，本橋采用半漂浮體系對(duì)結(jié)構(gòu)受力較為不利，風(fēng)荷載是控制荷載，塔底彎矩大幅超出其他荷載工況的組合結(jié)果，同時(shí)梁端位移過(guò)大，對(duì)伸縮縫和滑動(dòng)支座的允許位移量要求過(guò)大。因此，如何有效地抑制靜風(fēng)荷載作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)就成了比較迫切的問(wèn)題。

根據(jù)本橋建設(shè)條件，參考國(guó)內(nèi)外具備相似建設(shè)條件的昂船洲大橋和諾曼底大橋的結(jié)構(gòu)體系，提出了塔梁固結(jié)體系方案。為分析本橋塔梁固結(jié)體系在靜風(fēng)作用下的結(jié)構(gòu)受力性能，對(duì)比了以下5種不同的結(jié)構(gòu)體系：（1）體系一：半飄浮體系，索塔和主梁間只有豎向約束，無(wú)縱向約束；（2）體系二：限位體系，在橋臺(tái)和過(guò)渡墩設(shè)置縱向限位擋塊，在溫度、汽車荷載等正常運(yùn)營(yíng)條件下結(jié)構(gòu)不受約束，在極限風(fēng)等特殊作用下約束橋塔和主梁的位移；（3）體系三：彈性約束體系，塔梁間設(shè)置一定剛度的縱向彈性約束，單個(gè)主塔的彈性約束分別采用10MN/m、50MN/m和100MN/m；（4）體系四：混合體系，北塔處塔梁固結(jié)，南塔處設(shè)豎向支承；（5）體系五：剛構(gòu)體系，南、北塔處塔梁均固結(jié)。

表1列出了不同體系在極限風(fēng)工況組合作用下結(jié)構(gòu)位移計(jì)算結(jié)果。表2列出了不同體系在不同工況組合作用下索塔底部的彎矩計(jì)算結(jié)果?？梢钥闯?，本橋采用塔梁固結(jié)體系后具有較好的抗靜風(fēng)性能：（1）能有效降低塔底截面的控制組合彎矩，較半漂浮體系降低約30%，可減小主塔下塔柱尺寸，降低工程造價(jià)；（2）塔頂、梁端位移較其余體系均有大幅降低，行車平順性大幅提高，支座位移需求大幅減小，無(wú)需采用特殊設(shè)計(jì)的大變形量支座。此外，采用塔梁固結(jié)體系，取消了塔梁結(jié)合處的橫向抗風(fēng)支座及豎向大噸位支座，節(jié)約造價(jià)的同時(shí)也避免了運(yùn)營(yíng)期更換和維護(hù)支座帶來(lái)的麻煩，同時(shí)施工期間避免了塔梁臨時(shí)約束，降低了施工風(fēng)險(xiǎn)。

表1 極限風(fēng)作用下結(jié)構(gòu)位移（單位：mm）

表2 不同工況下塔底彎矩（單位：MN·m）

4 結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性分析

采用ANSYS有限元分析程序，對(duì)主橋成橋運(yùn)營(yíng)狀態(tài)和最長(zhǎng)單懸臂狀態(tài)兩種結(jié)構(gòu)狀態(tài)進(jìn)行了固有動(dòng)力特性分析。在有限元模型中，橋塔和主梁采用了三維梁?jiǎn)卧渲兄髁翰捎昧思构橇耗Ｐ?；斜拉索采用了桿單元，并使用了等效彈性模量來(lái)考慮斜拉索的初始拉力和重力對(duì)剛度的影響。在進(jìn)行主梁節(jié)段模型質(zhì)量系統(tǒng)模擬時(shí)按文獻(xiàn)[2]考慮了全橋振動(dòng)效應(yīng)和振動(dòng)空間特性的主梁等效質(zhì)量和等效質(zhì)量慣矩。圖4為主橋成橋運(yùn)營(yíng)狀態(tài)結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性分析模型示意。表3列出了主橋成橋運(yùn)營(yíng)和最長(zhǎng)單懸臂狀態(tài)的豎彎、扭轉(zhuǎn)基頻及對(duì)應(yīng)的主梁等效質(zhì)量、等效質(zhì)量慣性矩以及扭彎頻率比。

圖4 主橋成橋運(yùn)營(yíng)狀態(tài)結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性分析模型示意

表3 豎彎、扭轉(zhuǎn)基頻及對(duì)應(yīng)等效質(zhì)量、等效質(zhì)量慣性矩

5 顫振穩(wěn)定性檢驗(yàn)

5.1 顫振檢驗(yàn)風(fēng)速

長(zhǎng)門特大橋主橋主跨長(zhǎng)550m，考慮風(fēng)速的脈動(dòng)影響及水平相關(guān)特性的無(wú)量綱修正系數(shù)μf可參照《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》[3]，按A～B類地表類別取為1.2642?？紤]風(fēng)洞試驗(yàn)誤差及設(shè)計(jì)、施工中不確定因素的綜合安全系數(shù)K=1.2，則100年重現(xiàn)期成橋運(yùn)營(yíng)狀態(tài)顫振檢驗(yàn)風(fēng)速為：

施工階段，風(fēng)速重現(xiàn)期取30年，參照《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》[3]，風(fēng)速重現(xiàn)期系數(shù)η=0.92。施工階段的顫振檢驗(yàn)風(fēng)速為：

5.2 主梁節(jié)段模型測(cè)振風(fēng)洞試驗(yàn)

試驗(yàn)采用彈簧懸掛二元?jiǎng)傮w節(jié)段模型 （圖5所示）。根據(jù)實(shí)橋主梁斷面尺寸和風(fēng)洞試驗(yàn)段尺寸以及直接試驗(yàn)法的要求，主梁節(jié)段模型的縮尺比取為λL=1/55，模型的總長(zhǎng)度取為1.74m。模型的試驗(yàn)彈性參數(shù)模擬了成橋運(yùn)營(yíng)狀態(tài)以及最長(zhǎng)單懸臂狀態(tài)一階扭轉(zhuǎn)和一階豎向彎曲振動(dòng)。主梁節(jié)段模型質(zhì)量和質(zhì)量慣性矩按考慮了實(shí)橋振動(dòng)空間特性及橋塔、斜拉索振動(dòng)效應(yīng)的主梁等效質(zhì)量和等效質(zhì)量慣性矩進(jìn)行模擬[2]。

圖5 主梁節(jié)段模型

5.3 顫振穩(wěn)定性檢驗(yàn)

試驗(yàn)在均勻流場(chǎng)中進(jìn)行，采用直接試驗(yàn)法對(duì)主橋成橋運(yùn)營(yíng)狀態(tài)和施工最長(zhǎng)單懸臂狀態(tài)進(jìn)行了+3°、0°和-3°三種攻角的豎彎和扭轉(zhuǎn)兩自由度耦合顫振試驗(yàn)，顫振臨界風(fēng)速試驗(yàn)結(jié)果列于表4。

表4 節(jié)段模型顫振臨界風(fēng)速試驗(yàn)結(jié)果(m/s)

由表4可以看出，成橋運(yùn)營(yíng)狀態(tài)和最長(zhǎng)單懸臂狀態(tài)下均滿足顫振穩(wěn)定性的要求。

6 渦激共振檢驗(yàn)

根據(jù)《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》[3]，成橋運(yùn)營(yíng)狀態(tài)下豎彎渦振及扭轉(zhuǎn)渦振允許振幅分別為：

其中，fb、ft分別取豎彎和扭轉(zhuǎn)基頻；B取橋?qū)?8.5m。

渦激共振試驗(yàn)用節(jié)段模型與前文所述顫振試驗(yàn)用節(jié)段模型相同。與顫振試驗(yàn)一樣，由于節(jié)段模型為兩維模型，為考慮全橋振動(dòng)的三維空間效應(yīng)，渦激共振節(jié)斷模型的質(zhì)量和質(zhì)量慣性矩同樣按實(shí)橋主梁的等效質(zhì)量和等效質(zhì)量慣性矩來(lái)模擬[2,4]。此外，在由試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算實(shí)橋的渦激共振幅值時(shí)，除了按幾何縮尺比換算外，還引入振型修正系數(shù)，用來(lái)考慮實(shí)橋振型函數(shù)的影響[4]。

試驗(yàn)在均勻流場(chǎng)中進(jìn)行， 風(fēng)攻角為+3°、0°和-3°，豎彎和扭轉(zhuǎn)渦激共振風(fēng)速比分別為1/4.039和1/4.021。試驗(yàn)風(fēng)速范圍為 0～20m/s，相當(dāng)于實(shí)橋風(fēng)速的 0～80.8m/s，已超過(guò)了成橋運(yùn)營(yíng)階段的設(shè)計(jì)基準(zhǔn)風(fēng)速53.0m/s。試驗(yàn)中各攻角下均未觀察到有明顯渦激共振發(fā)生。

7 靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散檢驗(yàn)

7.1 靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散檢驗(yàn)風(fēng)速

根據(jù)《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》[3]第6.1.5條規(guī)定，斜拉橋成橋運(yùn)營(yíng)狀態(tài)靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散檢驗(yàn)風(fēng)速為：

施工階段的靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散臨界風(fēng)速為：

對(duì)于斜拉橋，《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》[3]第6.1.4條給出了靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散檢驗(yàn)風(fēng)速的二維線性計(jì)算公式：

式中，C′M為當(dāng)風(fēng)攻角為0時(shí)，主梁扭轉(zhuǎn)力矩系數(shù)C′M的斜率，宜通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)或數(shù)值模擬技術(shù)得到。

7.2 主梁節(jié)段模型測(cè)力風(fēng)洞試驗(yàn)

為得到風(fēng)攻角為0時(shí)，主梁扭轉(zhuǎn)力矩系數(shù)C′M的斜率C′M，采用節(jié)段模型對(duì)主梁的氣動(dòng)靜力三分力系數(shù)進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)。測(cè)試用節(jié)段模型與上文所述測(cè)振用節(jié)段模型相同。試驗(yàn)中，節(jié)段模型被豎直地安裝在風(fēng)洞中的轉(zhuǎn)盤上，由位于風(fēng)洞底板下、轉(zhuǎn)盤機(jī)構(gòu)上的底支式五分量應(yīng)變天平支撐，作用在節(jié)段模型上的氣動(dòng)力由該五分量應(yīng)變天平進(jìn)行測(cè)量。測(cè)試分為成橋運(yùn)營(yíng)狀態(tài)和施工狀態(tài)共兩個(gè)工況進(jìn)行，試驗(yàn)風(fēng)速為10.0m/s。試驗(yàn)所得的主橋成橋運(yùn)營(yíng)狀態(tài)和施工狀態(tài)主梁斷面三分力系數(shù)隨風(fēng)攻角變化曲線如圖6和圖7所示。圖中，CH、CV和CM分別為體軸系下的橫向力系數(shù)、豎向力系數(shù)和扭轉(zhuǎn)力矩系數(shù)，CD和CL則分別為風(fēng)軸系下的氣動(dòng)阻力和升力系數(shù)。

圖6 成橋運(yùn)營(yíng)狀態(tài)主梁斷面三分力系數(shù)曲線

圖7 施工狀態(tài)主梁斷面三分力系數(shù)曲線

7.3 靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散檢驗(yàn)

由試驗(yàn)數(shù)據(jù)，可得到靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散檢驗(yàn)風(fēng)速計(jì)算參數(shù)（表5所列），再由式（3）可計(jì)算得到成橋運(yùn)營(yíng)及最長(zhǎng)單懸臂狀態(tài)的靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散風(fēng)速二維線性計(jì)算結(jié)果 （列于表 6）。

表5 靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散風(fēng)速計(jì)算參數(shù)

由表6可以看出，成橋運(yùn)營(yíng)及最長(zhǎng)單懸臂狀態(tài)的靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散臨界風(fēng)速均遠(yuǎn)高于其對(duì)應(yīng)的靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散檢驗(yàn)風(fēng)速，因而主橋在施工及成橋運(yùn)營(yíng)狀態(tài)均滿足靜風(fēng)穩(wěn)定性的要求。

表6 靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散風(fēng)速(m/s)

8 結(jié)語(yǔ)

通過(guò)對(duì)結(jié)構(gòu)的靜風(fēng)作用分析和常規(guī)比例節(jié)段模型的風(fēng)洞試驗(yàn)，對(duì)福州長(zhǎng)門特大橋主橋的抗風(fēng)性能進(jìn)行了研究，結(jié)果表明：

（1）采用塔梁固結(jié)體系后主橋具有較好的抗靜風(fēng)性能，能有效降低塔底截面的控制組合彎矩，減小主塔下塔柱尺寸，降低工程造價(jià)，塔頂、梁端位移大幅降低，支座位移需求大幅減小，無(wú)需采用特殊設(shè)計(jì)的大變形量支座。

（2）主橋施工和成橋運(yùn)營(yíng)狀態(tài)的顫振臨界風(fēng)速均遠(yuǎn)高于相應(yīng)階段的顫振檢驗(yàn)風(fēng)速，滿足顫振穩(wěn)定性的要求。

（3）處于大氣邊界層紊流場(chǎng)中的主橋在成橋運(yùn)營(yíng)狀態(tài)不會(huì)發(fā)生明顯的渦激共振現(xiàn)象。

（4）主橋施工及成橋運(yùn)營(yíng)狀態(tài)均滿足靜風(fēng)穩(wěn)定性的要求。

[1]國(guó)家海洋局寧德海洋環(huán)境監(jiān)測(cè)中心站（原國(guó)家海洋局閩東海洋環(huán)境監(jiān)測(cè)中心站）.長(zhǎng)門特大橋橋位氣象觀測(cè)及風(fēng)參數(shù)研究專題技術(shù)報(bào)告[R].寧德,2010.

[2]朱樂(lè)東,項(xiàng)海帆.橋梁顫振節(jié)段模型質(zhì)量系統(tǒng)模擬[J].結(jié)構(gòu)工程師,1995,(4):39-45.

[3]中華人民共和國(guó)交通運(yùn)輸部.JTG/T D60—01—2004,公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范[S].北京：人民交通出版社，2004.

[4]朱樂(lè)東.橋梁渦激共振試驗(yàn)節(jié)段模型質(zhì)量系統(tǒng)模擬與振幅修正方法[J].工程力學(xué),2005,22(5):204-208.